caracterisation thermique et electrique d`un hacheur

École Centrale de Lyon
ADENEO
TFE 2015
Lyon
RAPPORT FINAL DU TRAVAIL DE FIN D’ETUDES
CARACTERISATION THERMIQUE
ET ELECTRIQUE D’UN
HACHEUR ABAISSEUR.
FRANCISCO JAVIER ALONSO LLOVET
Option : Transport et Trafic
Filière : Technologies des Véhicules
Métier : Ingénieur Eco-Conception et Innovation
Tuteurs :
ECL : Christian Vollaire
ADENEO : Pascal Pommier-Petit
Réalisé du 1 Avril au 30 Septembre
REMERCIEMENTS
Je remercie dans un premier temps l’entreprise ADENEO pour m’avoir donné
l’opportunité de réaliser mon stage et mon projet au sein de sa structure.
D’une manière générale, je remercie l’ensemble des personnes que j’ai pu rencontrer au
cours de cette expérience, et plus particulièrement les membres de l’équipe qui œuvre
au sein du pôle Conversion et stockage de l’énergie pour leur aide et leur accueil très
chaleureux. A cette occasion, je remercie Fabien CHARMETANT pour m’avoir
accueilli au sein de ce département dont il est responsable.
Je souhaite exprimer toute ma reconnaissance envers Pascal POMMIER-PETIT, mon
tuteur, qui m’a supervisé tout au long de ce stage. Par son sens de l’écoute et par sa
disponibilité, il a indubitablement contribué au bon déroulement du projet ; je le
remercie également de la confiance qu’il m’a accordée.
Je tiens également à remercier Gilles, Leyre, Joseph, Benoit et Michael, pour leur
patience, pour tous leurs conseils avisés, ainsi que pour l’intérêt qu’ils ont porté à mes
travaux.
Enfin, je remercie mon tuteur pédagogique Christian Vollaire pour son encadrement, et
plus généralement, l’ensemble des professeurs de l’Ecole Centrale qui m’ont donné
l’opportunité de complémenter mes études en France
1/76
SOMMAIRE
Liste des figures ................................................................................................................ 4
Liste des tableaux ............................................................................................................. 7
Glosaire............................................................................................................................. 8
Résumé du rapport : .......................................................................................................... 9
Abstract ............................................................................................................................. 9
Introduction .................................................................................................................... 10
PRESENTATION DE L’ENTREPRISE ....................................................................... 11
ADETEL group en général ......................................................................................... 11
L’historique ................................................................................................................. 12
Quelques chiffres ........................................................................................................ 13
Le pôle Conversion et stockage de l’énergie .............................................................. 14
Sujet du stage .................................................................................................................. 15
Contexte ...................................................................................................................... 15
Objectifs ...................................................................................................................... 16
Le hacheur étudié............................................................................................................ 18
Caractéristiques ........................................................................................................... 18
Structure ...................................................................................................................... 18
Le filtrage .................................................................................................................... 19
Contrôle-commande.................................................................................................... 19
Driver .......................................................................................................................... 20
Le refroidissement ...................................................................................................... 21
La charge..................................................................................................................... 21
Essais de caractérisation ................................................................................................. 23
Que caractériser ? ........................................................................................................ 23
Les essais mono-coup : ........................................................................................... 23
Les essais de puissance : ......................................................................................... 24
Essais mono-coup ....................................................................................................... 24
Vérification des commandes des IGBT's ................................................................ 24
Mesure des seuils de détection VCEsat................................................................... 25
Test mono-coup HT ................................................................................................ 27
2/76
Essai des court-circuit des semi-conducteurs .......................................................... 32
Essais de puissance ..................................................................................................... 35
Essais à demi-puissance .......................................................................................... 35
Essai thermique à demi-puissance........................................................................... 40
Essai thermique à pleine puissance ......................................................................... 43
Analyse des résultats ...................................................................................................... 45
Vérification des commandes des IGBT’s ................................................................... 45
Résultats attendus .................................................................................................... 45
Résultats obtenus ..................................................................................................... 45
Mesure des seuils de détection Vcesat ........................................................................ 46
Tests mono-coup HT .................................................................................................. 46
Essai de court-circuit .................................................................................................. 47
Essais à puissance ....................................................................................................... 47
Généralités thermiques. ........................................................................................... 47
Modélisation thermique des semi-conducteurs ....................................................... 51
Essai thermique à demi puissance .............................................................................. 53
Vérification de l’hypothèse de travail ......................................................................... 54
Essai thermique à puissance nominale........................................................................ 55
Essai thermique au-delà de la puissance nominale ..................................................... 56
Conclusions .................................................................................................................... 60
Technique.................................................................................................................... 60
Personnelle .................................................................................................................. 61
Bibliographie .................................................................................................................. 62
Annexes .......................................................................................................................... 63
3/76
LISTE DES FIGURES
Figure 1 : Organisation du group .................................................................................... 11
Figure 2 : Evolution du group......................................................................................... 13
Figure 3 : Répartition du chiffre d'affaire du group ....................................................... 13
Figure 4 : schéma de la chaine de puissance .................................................................. 16
Figure 5 : schéma hacheur .............................................................................................. 19
Figure 6 : schéma circuit de grille IGBT ........................................................................ 25
Figure 7 : fonctionnement détection Vcesat ................................................................... 26
Figure 8 : schéma protection essai Vcesat ...................................................................... 27
Figure 9 : typique capacité snubber ................................................................................ 28
Figure 10 : schéma du circuit équivalent du module IGBT connecté avec une capacité
snubber ........................................................................................................................... 28
Figure 11 : typiques surtensions avec et sans capacités snubber.................................... 29
Figure 12 : schéma essai test mono-coup ....................................................................... 31
Figure 13 : pulse essai test mono-coup........................................................................... 31
Figure 14 : évolution courant lors essai test mono-coup ................................................ 32
Figure 15 : disposition sondes test mono-coup .............................................................. 32
Figure 16 : pulse essai test court-circuit ......................................................................... 33
Figure 17 : évolution de Vce et Icc lors de court-circuit de types 1 et 2 ........................ 34
Figure 18 : évolution des grandeurs lors du mode conduction continu .......................... 36
4/76
Figure 19 : évolution des grandeurs lors du mode conduction discontinu ..................... 37
Figure 20 : évolution de la tension bornes inductance ................................................... 37
Figure 21 : évolution du courant condensateur .............................................................. 37
Figure 22 : allure du courant dans une capacité snubber (Isnubber en vert, Iligne en rose et
Vce en jaune) ................................................................................................................... 39
Figure 23 : schéma système de refroidissement ............................................................. 41
Figure 24 : schéma fonctionnement thermocouple......................................................... 41
Figure 25 : modèle thermique des modules IGBT ......................................................... 43
Figure 26 : schéma de conduction .................................................................................. 48
Figure 27 : schéma convection ....................................................................................... 49
Figure 28 : schéma de radiation...................................................................................... 50
Figure 29 : image d'un IGBT .......................................................................................... 53
Figure 30 : schéma boîtier IGBT .................................................................................... 53
Figure 31 : écart des températures entre des selfs .......................................................... 54
Figure 32 : écart des températures entre des IGBT's ...................................................... 55
Figure 33 : évolution températures IGBT's .................................................................... 57
Figure 34 : évolution température cuivre ....................................................................... 58
Figure 35 : évolution température fer ............................................................................. 58
Figure 36 : image CAD du hacheur ................................................................................ 64
Figure 37 : photographie du hacheur .............................................................................. 64
5/76
Figure 38 : photographie du hacheur .............................................................................. 65
Figure 39 : photographie système du système de ventilation ......................................... 65
Figure 40 : schéma initial de la charge ........................................................................... 66
Figure 41 : schéma final de la charge ............................................................................. 66
Figure 42 : photographie de la charge ............................................................................ 66
Figure 43 : image du test de vérification de commande ................................................. 73
Figure 44 : image du test mono-coup HT ...................................................................... 73
Figure 45 : image du test court-circuit longue ................................................................ 73
Figure 46 : répartition du courant mode continu ............................................................ 74
Figure 47 : répartition du courant mode discontinu ....................................................... 74
Figure 48 : image du essai thermique ............................................................................. 74
Figure 49 : schéma du modèle Psim ............................................................................... 75
Figure 50 : résultats du simulation mode continu .......................................................... 75
Figure 51 : résultats simulation mode discontinu ........................................................... 76
6/76
LISTE DES TABLEAUX
Tableau 1 : caractéristiques principales convertisseur ................................................... 18
Tableau 2 : Tmax des éléments du hacheur .................................................................... 44
Tableau 3 : résultats essai vérification commandes........................................................ 45
Tableau 4 : surtensions essai monocoup HT .................................................................. 46
Tableau 5 : max essai thermique puissance nominale .................................................... 56
Tableau 6 Résumé des résultats ..................................................................................... 57
Tableau 7 : Comparaison avec les simulations thermiques ............................................ 59
7/76
GLOSAIRE
+HT
Pôle positif de la source
-HT
Pôle négatif de la source
AC
Courant alternatif
DC
Courant continu
CVS
Convertisseur statique
IGBT
Insulated Gate Bipolar Transistor
GBF
Générateur de fonctions de basse fréquence
VCE
Tension collecteur-émetteur
VGE
Tension gate-émetteur
VCEsat
Tension collecteur-émetteur de saturation
Irr
Courant de recouvrement
Pn
Puissance nominale
Ptot
Pertes totales
Pcond
Pertes en conduction
Pcom
Pertes en commutation
Imoy
Courant moyenne
Ieff
Courant efficace
Rt
Résistance de diode
Vt0
Tension de diode
Erec
Energie de recouvrement
Ioff
Intensité du courant coupe
Ion
Intensité du courant à la mise en conduction
8/76
RESUME DU RAPPORT :
Le sujet de ce stage concerne à la caractérisation d’un convertisseur buck de forte
puissance, utilisé dans des convertisseurs statiques destinés aux tramways CITADIS
(Alstom).
Le rôle de ce convertisseur est d’adapter la tension de ligne de la caténaire (750V) pour
réaliser un bus continu intermédiaire régulé à Ubus = 680V. Ce bus de tension continu
alimentera trois convertisseurs destinés à la climatisation du tram et à un chargeur de
batterie.
Le principal objectif du stage consiste à vérifier si le hacheur abaisseur est capable de
travailler avec des contraintes plus sévères. On devra déterminer les limites de
fonctionnement du convertisseur buck, et plus concrètement déterminer la limite de
puissance dont le hacheur est capable de travailler. On devra, donc, établir, rédiger et
puis appliquer une procédure d’essais permettant de caractériser au mieux le module de
puissance.
Mots clés : électronique de puissance ; IGBT ; hacheur abaisseur.
ABSTRACT
The main subject of this internship is related to the characterization of a buck converter
of high power used in static converters designed for tramways CITADIS (Alstom).
The role of this converter is to adapt the line voltage catenary (750V) to achieve an
intermediate DC bus regulated to Ubus = 680V. This DC voltage bus converter feed
three more converters, used for air conditioning of the tram and a battery charge.
The main objective of the internship is to verify that if the buck converter is able to
work in some more demanding constraints. It will determine the operating limits of the
buck converter, and more specifically determine the power limit which the buck
converter is able to work. We must, therefore, establish, prepare and then applying a test
procedure to better characterize the power module.
Keywords : power electronics; IGBT; buck converter.
9/76
INTRODUCTION
Depuis plusieurs années, le développement des équipements à base d’électronique de
puissance a permis de confier à l’énergie électrique un nouveau rôle au sein des
applications embarquées. Alors que celle-ci était minoritaire encore récemment, elle
tend aujourd’hui à remplacer les autres types de sources, mécanique ou hydraulique. Cet
intérêt s’explique par la souplesse indéniable offerte par l’énergie électrique, en
facilitant notamment les interventions de maintenance et en permettant de limiter
l’encombrement et le poids des équipements. Par ailleurs, la fiabilité des convertisseurs
à base d’électronique de puissance étant devenue excellente au fil des années, leur
utilisation est maintenant transposée aux applications critiques.
De plus, la prolifération des équipements de conversion électrique ouvre de nouvelles
perspectives en termes d’efficience énergétique, en particulier dans les applications de
traction où ils permettent de récupérer puis de restituer l’énergie perdue lors du freinage.
L’implantation des convertisseurs d’énergie dans ces environnements contraints fait
intervenir de nombreuses problématiques, qu’elles soient d’ordre pratique (poids,
volume), mécanique (résistances aux vibrations), électrique (CEM, THD), thermique
(température d’opération), ou acoustique (émission de parasites sonores). Face à cette
multitude de contraintes, les concepteurs se doivent de disposer d’outils de simulation
particulièrement fiables, et d’appréhender parfaitement les comportements des
différents équipements dans le but d’exploiter au mieux les performances des
convertisseurs.
J’effectue ce stage au sein de la société ADENEO, spécialisée dans la conception de
convertisseurs d’énergie embarqués. Mon projet de fin d’études consiste à établir, puis à
appliquer une procédure d’essais destinée à caractériser un des modules déjà existants
chez ADENEO.
Au terme d’une première partie dédiée à la présentation de la structure d’accueil, nous
évoquerons le contexte dans lequel s’inscrit le projet ainsi que les objectifs qui m’ont
été confiés. Une brève introduction des convertisseurs étudiés précédera la description
des essais de caractérisation ainsi que leur mise en œuvre. Enfin, dans la dernière partie
seront présentés les résultats obtenus à ce jour.
10/76
PRESENTATION DE L’ENTREPRISE
ADETEL GROUP EN GENERAL
ADETEL group est une société spécialisée dans la conception, la réalisation, et
l’industrialisation de systèmes électroniques et logiciels destinés aux environnements
contraints.
Opérant majoritairement auprès de grands comptes industriels tels que Safran, Alstom,
Airbus ou Dassault, ses produits sont destinés à de nombreuses applications :
ferroviaire, aéronautique, automobile, militaire, naval, médical, énergie, etc.
A l’échelle nationale, ADETEL group couvre les principaux bassins technologiques
avec des filiales basées à Lyon (siège social), Paris, Grenoble et Toulouse. Le groupe
est également très présent sur la scène internationale avec des implantations aux USA,
en Chine, au Maroc, ou plus récemment en Allemagne et au Canada.
ADETEL group s’articule autour de trois entités principales :
FIGURE 1 : ORGANISATION DU GROUP
•
•
11/76
ADENEO Consulting - Ingénierie : prestations d’assistance technique auprès
d’entreprises et développement de solutions/produits au sein de plusieurs
départements (électronique, conversion et stockage d’énergie, mécanique,
fiabilisation, thermique, etc.)
ADETEL Equipment : intervient à l’échelle globale du produit lors des phases
de conception/Industrialisation, ressources des matières, production, expédition
et MCO (Maintien en Conditions Opérationnelles : gestion de l’obsolescence)
•
ADENEO Embedded : développement de logiciels embarqués mettant en œuvre
les principaux systèmes d’exploitation embarqués du marché (Android, Linux,
Windows)
Il existe d’autres petites entités au sien d’Adetel Group ; notamment en charge des
ressources humaines et des fonctions support.
L’HISTORIQUE
C’est en 1990 que François SEBES, actuel dirigeant du groupe, fonde la société
ADETEL à Ecully (69), spécialisée en ingénierie électrique. Quatre ans plus tard, un
partenariat est établi avec le groupe ICRA, spécialisé dans la maintenance électronique
et électrotechnique.
Entre 1995 et 1997, l’entreprise connait ses premiers projets dédiés au secteur de
l’aéronautique et du ferroviaire, avant d’être certifiée ISO 9001 en 1998 (définit les
critères pour la mise en place d’un système de management).
En 1999, deux nouvelles agences ont vu le jour dans la région Grenobloise et la région
Sud-ouest. La même année, les sociétés SINFOR (matériel/logiciel) et SOPEMEA
(essais de fiabilité) deviennent partenaires d’ADETEL. Deux ans plus tard, en 2001, une
nouvelle agence ouvre à Paris, et les sociétés ADESET et AG concept (respectivement
spécialisées en ingénierie logicielle et en ingénierie d’intégration électromécanique)
sont créées.
En 2005, une année après avoir conduit son premier projet dédié à l’automobile, les
sociétés ADETEL et ADESET fusionnent pour donner naissance à ADENEO,
rassemblant ainsi sous une même entité ses compétences en électronique et
développement logiciel ; ADETEL group est créé la même année.
En 2007, alors que le groupe se développe à l’international avec des implantations aux
USA, Maroc et Chine, le groupe fusionne avec ICRA (l’association demeure sous
l’appellation ADETEL group). Le groupe est ensuite certifié IRIS (International
Railway Industry Standard) définissant les systèmes de management de la qualité
appliqués à l’industrie ferroviaire.
En 2010, ICRA fusionne dans ADENEO alors qu’ADETEL group fait l’acquisition de
l’activité aéronautique de conception et fourniture d’équipements électroniques
embarqués de l’une des filiales de Bertin Technologies. L’année dernière, deux
nouvelles filiales font leur apparition : ADETEL Canada, à Montréal, et ADENEO
Embedded à Francfort, Allemagne.
12/76
FIGURE 2 : EVOLUTION DU GROUP
QUELQUES CHIFFRES
ADETEL group emploie aujourd’hui 600 personnes à travers le monde, dont 450
ingénieurs. En 2013, le chiffre d’affaire du groupe atteint 56 M€.
La répartition de ses secteurs d’activités dans lesquels ADENEO est intervenu en 2013
en proportion de chiffre d’affaire est la suivante :
On constate que l’activité ferroviaire représente une part importante de l’activité du
groupe. ADENEO es surtout présent sur le marché des convertisseurs auxiliaires, même
si ADENEO a également développé des produits non embarqués tels que NeoGreen, un
convertisseur bidirectionnel en puissance qui permet de stabiliser la tension d’une ligne
ferroviaire.
FIGURE 3 : REPARTITION DU CHIFFRE D'AFFAIRE DU GROUP
13/76
LE POLE CONVERSION ET STOCKAGE DE L’ENERGIE
J’ai effectué mon projet de fin d’études au sein du département Conversion et stockage
de l’énergie, sur le site d’Ecully. Ce pôle est spécialisé dans la conception de
convertisseurs d’énergie (hacheurs, onduleurs, redresseurs, etc.) à base de composants
d’électronique de puissance. Constitué d’une douzaine d’ingénieurs, ce groupe
intervient principalement sur les secteurs de l’aéronautique et du ferroviaire.
Parmi les produits conçus, nous pouvons citer le convertisseur NeoGreen implanté sur
les réseaux de Tramways qui permet de récupérer l’énergie produite lors des phases de
freinages des rames, puis de la restituer au moment des redémarrages.
14/76
SUJET DU STAGE
CONTEXTE
Ce stage résulte d’un souhait d’ADENEO d’accroître ses connaissances techniques des
convertisseurs en identifiant plus finement leurs performances caractéristiques et
comportements.
Concrètement, la brique de puissance étudiée concernera un hacheur abaisseur utilisé
dans des convertisseurs de puissance destinés aux tramways CITADIS (Alstom) et
intégrée dans un convertisseur statique.
Monté en toiture du tramway, le CVS se présente sous la forme d’un coffre qui
regroupe l’ensemble des éléments permettant le conditionnement de l’énergie électrique
issue du réseau. Il intègre également les dispositifs de filtrage, de protection, de
refroidissement, ainsi que des interfaces de communication.
L’architecture de puissance se compose de 4 convertisseurs. Le premier est une
association parallèle de deux hacheurs abaisseurs de tension (BUCK). Le rôle des
hacheurs abaisseur est d’adapter la tension ligne de la caténaire (750V DC ferroviaire)
pour réaliser un bus continu intermédiaire régulé à Ubus = 680V (seulement si la
tension caténaire c’est supérieure à la tension de sortie du bus (Uin >680V)). Si la
tension caténaire est inférieure à la valeur nominale, c’est-à-dire, Uin <680V, le hacheur
est en pleine ouverture et Ubus = Uin. Les trois convertisseurs associés aux sorties
définies ci-dessus sont alimentés par ce bus continu. L’ensemble de ces trois
convertisseurs constituent la charge du hacheur abaisseur.
Parmi les 3 autres modules de puissance, nous avons un convertisseur DC/DC de type
Flyback qui permet adapter la tension du bus dans le but de recharger une batterie du
tramway utilisée lors de sa mise en service.
Finalement, les deux derniers convertisseurs sont les onduleurs AC1 et AC2. A partir de
la tension de bus, chacun de ces deux dispositifs permet de créer un système de tensions
triphasées sinusoïdales pour alimenter les moteurs du système ventilation et de
climatisation.
15/76
FIGURE 4 : SCHEMA DE LA CHAINE DE PUISSANCE
Plan plus détaillé dans l’Annexe 1
OBJECTIFS
Le principal objectif du stage consiste à vérifier si le hacheur abaisseur est capable de
travailler avec des contraintes plus exigeantes. On devra déterminer les limites de
fonctionnement du convertisseur buck, et plus concrètement déterminer la limite de
puissance à laquelle le hacheur est capable de travailler.
On devra, donc, établir, rédiger et puis appliquer une procédure d’essais permettant de
caractériser au mieux un module de puissance (hacheur abaisseur) existants chez
Adeneo. En d’autres termes, ils nous permettront de compléter et d’approfondir les
datasheets de ce convertisseur, conduisant ainsi à une meilleure compréhension de ses
performances.
De plus, ces essais doivent permettre une meilleure compréhension de son
comportement àfin de confirmer – ou d’infirmer – certaines hypothèses émises lors de
la phase de conception. Enfin, les résultats des essais permettront de corriger les
différences constatées entre les données théoriques et pratiques.
Parallèlement, il s’agira également de définir et de développer les outils nécessaires à
l’application de la procédure de caractérisation.
16/76
CAHIER DE CHARGES
Ce stage conduit à la rédaction de plusieurs documents et à la réalisation des différents
tests de caractérisation, les principaux documents à rédiger sont :
LE PLAN DE CARACTERISATION
Le plan de caractérisation est le document principal du projet. Son rôle est de présenter
la totalité des informations nécessaires à l’application de la procédure de caractérisation
des modules de puissances. Les différents essais à mener sont renseignés dans ce
document en présentant pour chacune des expérimentations :
•
•
•
•
•
•
•
Sa finalité.
La démarche employée
Les équipements nécessaires (matériel et appareils de mesures).
Le schéma d’implantation (configuration du circuit de puissance et
positionnement des appareils de mesure).
La configuration des équipements (équipements de mesure et de test).
La description de la procédure d’essais.
Les résultats attendus.
LE RAPPORT DE VALIDATION
Une fois les essais menés, l’analyse des résultats expérimentaux conduira à la rédaction
d’un rapport de validation. Celle-ci montre les résultats des tests du dispositif. L’intérêt
de ce document étant de permettre une meilleure appréhension des performances du
hacheur, et valider les points de fonctionnement désirés. La nature des informations
qu’il intègre concerne aussi bien l’aspect électrique que l’aspect thermique ; son
utilisation est donc destinée à plusieurs corps de métiers.
17/76
LE HACHEUR ETUDIE
Le hacheur abaisseur, ou convertisseur Buck, c’est un convertisseur qui réalise la
conversion d’une tension continue du bus d’entrée, vers une autre tension continue de
plus faible valeur.
CARACTERISTIQUES
Les caractéristiques principales du hacheur sont :
Tension nominal
750V
Plage tension entrée
500-1000V
Tension sortie
680 V
Puissance nominale
80 kW
Courant nominal
105 Adc
Courant max.
160 Adc (500V)
Masse
29 kg
TABLEAU 1 : CARACTERISTIQUES PRINCIPALES CONVERTISSEUR
STRUCTURE
Le hacheur qu’on va étudier est basé en une structure entrelacée, c’est-à-dire, le
convertisseur dispose de deux branches à la sortie. Ceci nous permettra repartir le
courant entre deux phases (déphasées 180°), diviser aussi la puissance de chaque IGBT
et augmenter la surface d’échange thermique. En plus, le courant impulsionnel fourni
par la source de tension a une fréquence plus élevée que celle d’un hacheur avec un seul
bras. Cette nouvelle fréquence nous permettra de filtrer la tension et le courant à
l’entrée.
Images du hacheur dans l’Annexe 2.
18/76
LE FILTRAGE
Les filtres permettent de s’adapter aux contraintes fonctionnelles, transitoires et
d’interconnexion des convertisseurs. Le hacheur est protégé contre les surtensions coté
ligne par le disjoncteur. Les blocs de filtrage sont constitués par un filtre d’entrée,
constitué par deux condensateurs en parallèle avec des résistances de décharge (cadre
bleue figure 5), deux inductances de lisage branchées à la sortie de chaque bras (cadre
rouge figure 5), deux cappa snubber pour limiter les surtensions pendant les
commutations des IGBT’s (cadre orange figure 5), et finalement, pour atténuer la
tension de mode commun qui apparaît en sortie de l’onduleur dont l’effet induit des
variations en sortie du filtre, on installe deux cartes RC-CEM pour les faire circuler au
travers d’un condensateur homopolaire (cadre vert figure 5).
FIGURE 5 : SCHEMA HACHEUR
CONTROLE-COMMANDE
Au niveau de commande, deux cartes de contrôle-commande (GECCO©) se
répartissent les fonctions de commande et de pilotage des différents convertisseurs.
Celles-ci opèrent ensemble et simultanément en communicant au moyen d’une liaison
CAN. Elles sont toute deux interfacées avec différents capteurs dédiés au
fonctionnement des convertisseurs et aux surveillances.
19/76
Le contrôle-commande du CVS est construit selon un principe « Maître-Esclave ».
Ainsi, la carte GECCO© « Maître » intègre la machine d’état permettant le pilotage du
CVS à un niveau global. De plus, elle assure également le pilotage du hacheur abaisseur
monté immédiatement en aval du réseau caténaire. La carte « Esclave » permet quant à
elle de commander les deux onduleurs (AC1 et AC2) ainsi que le chargeur de batterie.
La carte GECCO© « Esclave » reçoit les ordres de marche générés par le Maître une
fois la totalité des conditions de fonctionnement remplie (absence de défaut, pré-charge
des capacités terminée, hacheur abaisseur en service, etc.).
DRIVER
Le rôle du driver est de générer les commandes des IGBT’s à partir des ordres de
conduction transmis par la carte de contrôle-commande. Pour cela, un étage permet
d’adapter les niveaux de tension Haut et Bas qui seront appliqués entre la grille et
l’émetteur. L’application d’un potentiel de +15 V conduit à la mise en conduction de
l’IGBT ; un potentiel -7 V entraîne le blocage du semi-conducteur. Cependant, la
fonction de cette commande rapprochée ne se limite pas au conditionnement de la
tension de grille. En effet, le pilotage d’un bras du hacheur soulève le problème de la
commande de l’IGBT (collecteur au point chaud du bus), dont l’émetteur présente un
potentiel qui varie entre 0 V et +Ubus. Or, le référencement de l’émetteur à ce potentiel
flottant peut se révéler problématique vis-à-vis de la référence du circuit de commande.
Le driver doit donc assurer une isolation galvanique entre le circuit de commande et le
circuit de puissance.
La carte driver intègre plusieurs fonctionnalités dédiées à la protection du circuit de
puissance. Une d’entre-elles interdit la conduction simultanée des deux IGBT’s dont le
résultat conduirait à la mise en court-circuit du bus. Pour cela, le driver intègre des
fonctions d’inhibition des commandes, tout en introduisant des temps morts entre les
signaux d’activation des IGBT’s 1. La seconde fonction de protection essentielle pour la
rédaction du plan de caractérisation concerne la détection et l’interruption des courtscircuits et surcharges, dont le fonctionnement sera abordé dans la suite. Cette
fonctionnalité permet notamment de se prémunir contre les défauts résultants de la
détérioration d’un semi-conducteur, ou plus classiquement, contre les courts-circuits
1
Remarque : les temps morts sont initialement gérés au sein du contrôle-commande.
Toutefois, cette sécurité est redondée par le driver qui intègre également ses propres
temps morts.
20/76
situés en amont des capteurs de courant. Le cas échéant, un signal d’erreur est généré
dans le but de renseigner le défaut au contrôle-commande.
LE REFROIDISSEMENT
Le refroidissement du convertisseur est obtenu par convection forcée. Pour cela, le
dissipateur est disposé dans des conduits au travers desquels circule le flux d’air créé
par la rotation des ventilateurs intégrés au CVS.
Le flux d’air permettant le refroidissement du convertisseur est obtenu par la rotation
d’une turbine à moteur continu disponible chez ADENEO. Au contraire d’un moteur à
courant alternatif qui nécessite l’utilisation d’un dispositif supplémentaire, il est très
facile de faire varier la vitesse de rotation du moteur, et donc le débit fourni.
Un conduit d’air a également été confectionné afin de canaliser l’écoulement au travers
des ailettes du dissipateur. Des essais ont été nécessaires pour valider les
caractéristiques de l’ensemble obtenu. Ils ont notamment permis de vérifier la bonne
uniformité de l’écoulement à l’intérieur du conduit de ventilation ainsi que la plage de
variation du débit (Annexe 2, figure 39).
LA CHARGE
La charge qu’on utilisera sera un banc de charge triphasée. La conception initiale de la
charge c’été pour valider deux onduleurs indépendants utilisés simultanément. Elle est
composée par deux charges résistives triphasées, câblées avec une structure triangle, et
capable de dissiper une puissance de 110 kW avec 12 résistances de 1Ω chacune.
Alors nous devrons changer le réglage pour pouvoir l’utiliser.
Le principale problème qu’on a, est qu’on ne peut pas régler la charge pour travailler à
680 V, car chaque résistance peut travailler qu’à un maximum de 80 V, alors on doit
utiliser un minimum de 9 résistances pour travailler à une tension proche à 680V. Le
problème c’est que, si on travaille avec une résistance de 9Ω, la puissance dissipée serai
de :
680
9
51
Cette puissance est très loin des 97 kW qu’on a besoin d’arriver.
21/76
La solution qu’on mettra en œuvre sera de câbler les 10 résistances en série, et d’utiliser
seulement un bras du hacheur et travailler à demi-puissance, c’est-à-dire, si on veut
tester le hacheur à 90 kW, on travaillera seulement avec un bras à une puissance de 45
kW. Ça nous permettra d’arriver à tester toutes les puissances dont on a besoin et de
préciser plus la puissance en enlevant ou ajoutant des résistances.
Alors on travaillera aux puissances suivantes :
680
12
670
10
670
9
39
45
49
Schémas et images de la charge dans l’Annexe 3.
22/76
ESSAIS DE CARACTERISATION
Dans cette section on va présenter les différents essais qu’on va mettre en œuvre pour
obtenir la caractérisation du hacheur.
Les descriptions qu’on va faire sur les essais ne seront pas assez détaillés que dans le
plan de caractérisation, mais on va donner une présentation des objectifs de chaque essai
et les méthodes d’obtention de ces caractéristiques.
QUE CARACTERISER ?
Les essais de caractérisation des convertisseurs peuvent concerner plusieurs domaines
scientifiques : électrique, thermique et acoustique. Cependant, il a été décidé que ce
dernier aspect ne serait pas considéré dans le cadre de la caractérisation car les
convertisseurs opèrent dans un espace confiné et des relevés effectués sur un le
convertisseur seul ne seraient pas suffisamment pertinents. Alors, on va prendre
seulement les aspects électrique et thermique.
Le plan d’essais peut se diviser en 2 parties différentes, chacune correspondant à un
type d’essais bien particulier. Cette distinction se fait en fonction de la finalité des essais
et de la méthode de réalisation. Ainsi, nous distinguons :
LES ESSAIS MONO-COUP :
Ces essais permettent de vérifier la configuration du convertisseur et du driver. Ils
permettent aussi d’obtenir nombreux paramètres difficilement estimables à partir des
simulations, en particulier ceux associés aux commutations des semi-conducteurs. En
outre, quelques ajustements peuvent être apportés à la configuration du driver. Ces
types d’essais sont basés sur une utilisation très réduite des semi-conducteurs : une,
voire deux commutations par expérimentation. Ce fonctionnement anecdotique présente
ainsi l’avantage de ne pas entraîner un grand échauffement des jonctions des semiconducteurs.
23/76
LES ESSAIS DE PUISSANCE :
Les tests de puissance sont menés une fois que les essais mono-coup nous ont permis de
conclure quant au bon fonctionnement du dispositif. A partir de ce stade, le contrôlecommande de le hacheur est opérationnel de même que le dispositif de refroidissement,
faisant ainsi fonctionner le convertisseur. Il s’agit des essais de caractérisation pendant
lesquels nous procédons notamment à l’étude de l’aspect thermique.
ESSAIS MONO-COUP
VERIFICATION DES COMMANDES DES IGBT'S
Le premier test a pour objectif de vérifier la commande des IGBT's. Il consiste à
analyser, pour chaque IGBT, les différentes formes d'onde de commande à la sortie du
driver. On devra analyser aussi la tension et le courant de grille.
L'observation de ces grandeurs nous permettra de vérifier certains paramètres comme
les valeurs de les résistances de grille RGon et RGoff.
Généralités de les commandes sur les IGBT's
La commande d'un IGBT est réalisée appliquant une tension (positive ou négative selon
notre souhaite d'ouvrir ou fermer l'IGBT) entre la grille et l'émetteur au travers d'une
résistance placée en série avec la grille
Ce résistance est destinée à régler la durée des commutations, c’est-à-dire; elles influent
directement sur le comportement des commutations des IGBT's. Ainsi, une valeur
élevée de la résistance, tend à ralentir la vitesse des commutations, alors qu'une valeur
faible tend à l’augmenter.
Dans le notre cas, notre driver utilise deux résistance de grille, une pour régler
l'ouverture (RGoff), et l'autre pour régler la fermeture (RGon). Une troisième résistance est
ajoutée entre la grille et l'émetteur RGE. Cette résistance a pour but de bloquer l'IGBT
lorsque le driver n'est pas alimenté en déchargeant la capacité grille-émetteur. (Figure
6).
Le schéma ci-dessous fait apparaître le circuit de grille d’un IGBT implanté sur le
driver.
24/76
FIGURE 6 : SCHEMA CIRCUIT DE GRILLE IGBT
MISE EN ŒUVRE.
Cet essai est basé sur une analyse des différentes grandeurs qui interviennent dans le
circuit de commande de chaque IGBT. On devra vérifier que les niveaux de tension son
les correctes (+15V pour la conduction et -7V pour le blocage). On devra constater que
les formes d'ondes sont semblables entre les deux IGBT's.
Nous devrons analyser les surtensions lors les commutations et constater si elles son
acceptables ou non et, finalement, on devra annoter les différentes valeurs maximales du
courant de grille, qui permettent de vérifier que la configuration du driver (valeurs des
résistances grille) est correcte.
Nous comparerons les valeurs obtenues avec les valeurs théoriques calculées à partir de
la tension de grille.
On ne commandera pas le convertisseur avec la carte GECCO© car on ne travaillera pas
avec une charge.
On devra commander le hacheur en boucle ouvert utilisant un GBF qui va générer un
signal carré 0 /+5V de fréquence 10kHz à un carte de test qui réalise son
conditionnement pour commander le driver (Annexe 4).
MESURE DES SEUILS DE DETECTION VCESAT
Lors de cet essai, nous procédons au relevé de la tension de seuil Vcesat à partir de
laquelle la détection des courts-circuits est effective. L’objectif est d’identifier
d’éventuels écarts entre le seuil de la valeur théorique et expérimentale, et de déterminer
s’il faut un ajustement des paramètres.
25/76
GENERALITES SUR LA PROTECTION VCESAT.
Cette mesure de protection est basée sur la mesure de la tension qui apparaît entre les
bornes collecteur et émetteur des IGBT’s pendant leur conduction. En effet, cette
tension dépend directement du courant qui traverse l’IGBT. A partir de cette
caractéristique statique (Annexe 7), on arrive à determiner le seuil de tension Vce à
partir duquel le courant dépasse la limite tolérée.
Le cas échéant, l’IGBT en défaut interrompt le courant en mode Soft Turn-Off (dont le
fonctionnement sera expliqué dans la suite), et renvoie un signal d’erreur au contrôlecommande. Ce seuil, d’une tension minimum de 3.4 V, est configuré selon la valeur de
la résistance Rce implantée sur le driver. En complément, un condensateur est
également monté entre le collecteur et l’émetteur dans le but d’introduire un temps de
masquage. Cette durée, pendant laquelle la mesure de la tension Vce n’est pas autorisée,
permet de se prémunir contre les déclenchements intempestifs lors de la mise en
conduction de l’IGBT. En effet, lors de la commutation à l’état passant, la tension de
bus ne décroit pas instantanément ; de plus, il existe un certain laps de temps
(propagation, atteinte de Vth) entre le moment où la commande est appliquée et le
moment où l’IGBT entre en conduction.
Le rôle de ce temps de masquage est illustré sur le schéma suivant.
FIGURE 7 : FONCTIONNEMENT DETECTION VCESAT
MISE EN ŒUVRE.
Lors cet essai, on devra câbler une alimentation variable entre l’émetteur et le collecteur
de l’IGBT à tester, en mettant l’IGBT en conduction.
26/76
FIGURE 8 : SCHEMA PROTECTION ESSAI VCESAT
Lorsqu’on augmente progressivement l’alimentation variable, on devra observer le
signal de default sur la carte, et relever la tension appliquée avec l’alimentation variable
quand le signal d’erreur de la carte commande passe à « 0 ».
TEST MONO-COUP HT
GENERALITES SUR LES SURTENSIONS LORS LE BLOCAGE DU IGBT
Les surtensions qui apparaissent aux bornes des semi-conducteurs constituent un des
facteurs dont il faut tenir en compte lors de la conception d’un système qui les utilise.
Ces surtensions sont produites à cause de l’énergie stockée dans le champ magnétique
de la maille de la commutation et quand de grands courants sont commutés car ces forts
di/dt entraînent des surtensions locales dont la somme des contributions s’ajoute à la
tension du bus déjà existante aux bornes des IGBT’s. Si ce survoltage dépasse la tension
maximale entre l’émetteur et le collecteur, cela peut abîmer le semi-conducteur.
La réduction de ces surtensions vues par les semi-conducteurs, constitue un des enjeux
majeurs lors la conception d’un convertisseur de tension.
La première mesure qu’on prend pour éviter les surtensions c’est de designer les bus
HT+ et HT- pour réduire au maximum ces inductances. C’est fait à partir des bus-barres
laminaires en forme de sandwich (+HT et –HT sont deux plaques de métal séparées par
une plaque de plastique). Autrement tous les connections sont faites avec des câbles les
plus courts possible.
27/76
La deuxième mesure qu’on prend c’est l’utilisation des capacités de découplage (ou
capas snubber). Elles sont insérées en parallèle au bus DC, le plus proche possible des
modules IGBT.
La figure 9 nous montre une capacité typique snubber
FIGURE 9 : TYPIQUE CAPACITE SNUBBER
Le principal rôle des capacités snubber c’est
•
•
•
Maintenir le semi-conducteur dans sa zone de sécurité et éviter son destruction à
cause des surtensions.
Rediriger l’énergie de l’interruption du courant vers une résistance de décharge
pour éviter l’échauffement de l’IGBT.
Réduit les problèmes de CEM en réduisant les émissions et leur fréquence.
FIGURE 10 : SCHEMA DU CIRCUIT EQUIVALENT DU MODULE IGBT CONNECTE AVEC UNE
CAPACITE SNUBBER
28/76
Calcul des surtension sans capactié snubber :
∆
Avec une inductance totale de :
%
&
'
'
(
)&
!"$
!#
'
*+,
'
(-. /
Mais si on ajoute une capacité snubber, on obtient unes surtensions de :
∆
Avec une inductance
%
)&,789:
∆
&
'
(
56
)&,789:
'
-012234 /
)&,789:
;-012234
)&<
'
Et l’onde de sortie oscillera à une fréquence de :
=
1
>
2
?
@
)&,
1
)&,789:
"
'
!"$
!#
(-.
;-012234
FIGURE 11 : TYPIQUES SURTENSIONS AVEC ET SANS CAPACITES SNUBBER
29/76
La forme d’onde de la figure 11 montre la comparaison du voltage aux bornes de
l’IGBT pendant l’ouverture de l’interrupteur avec et sans capacité snubber. On peut
voire clairement l’influence des capacités snubber.
Le test mono-coup a pour but observer l’évolution des différentes grandeurs pendant les
commutations des IGBT’s. On fera une spéciale attention aux amplitudes de les
surtensions aux bornes des IGBT’s, au courant qui traverse l’IGBT et les diodes
pendant le blocage des semi-conducteurs.
Lors la conception d’un convertisseur la vitesse de commutation des semi-conducteurs
est un facteur très important à prendre en compte, il faudra alors mesurer aussi le di/dt
lors de l’ouverture et le blocage de l’IGBT et calculer l’inductance de boucle, qui doit
être environ 60nH, à partir de la suivant expression :
-
!
!A$
!#
D’autre côté il faudra vérifier que le courant soit repartit également entre les
condensateurs du filtre d’entrée.
Ces grandeurs nous permettent de valider la configuration du driver (concrètement les
résistances R et R dont dépendent directement l’amplitude des surtensions).
Gon
Goff
MISE EN ŒUVRE.
Cette expérimentation consiste à placer un certain courant dans l’IGBT pour, tout
ensuite, commander le semi-conducteur au blocage. On obtiendra ce courant à partir de
la configuration de la figure 12. On branchera une inductance de test entre la sortie d’un
bras du hacheur et le point -HT (il faudra faire le test pour chaque bras
indépendamment).
30/76
FIGURE 12 : SCHEMA ESSAI TEST MONO-COUP
L’application d’une tension entre les bornes de la self garantit l’accroissement du
courant, c’est à dire, on peut obtenir l’intensité désirée tout contrôlant la durée de la
commutation appliquée sous semi-conducteur (figure 13).
FIGURE 13 : PULSE ESSAI TEST MONO-COUP
L’expression de la variation du courant est la suivante :
∆#
∆A
21B
Pour chaque IGBT, deux commutations sont réalisées (figure 14) : une première
correspondant à la coupure d’un courant égal au calibre de l’IGBT (par ex. 300 A pour
le FF300), et une seconde, à l’interruption d’un courant identique au seuil de la
protection Vcesat. En ce qui concerne cette dernière valeur, il s’agit du courant
maximum que l’IGBT devra interrompre par une commutation normale (voir
commutation soft Turn-Off décrite dans la suite) : la surtension occasionnée sera alors
maximale.
31/76
FIGURE 14 : EVOLUTION COURANT LORS ESSAI TEST MONO-COUP
La mesure du courant Ic doit être effectuée à la localisation de la liaison Module IGBTBus-barre. Pour cela, le tore de la sonde de courant doit être inséré dans les «nervures»
du module IGBT (figure 15). En ce qui concerne la mesure de la tension Vce, celle-ci
doit être effectuée au plus proche de l’IGBT, en l’occurrence sur les bornes du module.
Cette grandeur est mesurée en utilisant deux sondes de technologies différentes (passive
et active). Les résultats obtenus seront moyennés.
FIGURE 15 : DISPOSITION SONDES TEST MONO-COUP
ESSAI DES COURT-CIRCUIT DES SEMI-CONDUCTEURS
Le but est ici de contrôler la capacité de chaque IGBT à tenir les court-circuit et de
vérifier que la protection intégrée au driver est efficace lors de l’interruption du courant
de défaut (Soft Turn-Off). Il faudra aussi relever l’amplitude des surtensions
occasionnées, ainsi que s’assurer que la durée du défaut est inférieure à la valeur
spécifiée par le constructeur.
32/76
GENERALITES DE LA GESTION DES COURTS-CIRCUITS SOFT TURNOFF :
Lors de l’établissement d’un court-circuit à travers l’IGBT, la progression du courant
est limitée à une valeur imposée par la tension appliquée sur la grille. Ce comportement
laisse alors le temps à la protection Vcesat d’intervenir (principe de détection présenté
dans l’essai de mesure des seuils de détection Vcesat). Au terme du temps de masquage,
le passage du seuil de la protection emporte l’ouverture de l’IGBT. Cependant,
l’amplitude atteinte par le courant (plusieurs fois le calibre du transistor) ne permet un
blocage dans des conditions normales. En effet, en l’état, la vitesse de commutation à
l’ouverture entrainerait une surtension destructrice pour l’IGBT. Ainsi, le blocage de
l’IGBT s’effectue en le commandant à travers une résistance RGoff plus élevée : il s’agit
du Soft Turn-Off. Ce fonctionnement est géré par le driver qui, en présence d’un courtcircuit, insère une résistance supplémentaire en série avec la résistance RGoff.
PRINCIPE DE L’ESSAI :
L’essai de court-circuit d’un IGBT se réalise en court-circuitant chaque IGBT, c’est-àdire, l’inductance est remplacée par le câble de court-circuit.
Lors de cette expérimentation, le semi-conducteur est commandé à l’état passant
pendant une durée de 10 µs. Ce temps de conduction réduit évite un échauffement
excessif de la jonction de l’IGBT si la détection ne soit pas efficace.
FIGURE 16 : PULSE ESSAI TEST COURT-CIRCUIT
Lors du blocage de l’IGBT, nous procédons aux relever la tension Vce et le courant de
court-circuit. La mesure de l’amplitude de la surtension valide ou non le fonctionnement
du Soft Turn-Off. Enfin, nous procédons également au relevé de la durée de conduction
du défaut; le constructeur préconise une durée inférieure à 10 µs. L’essai est effectué
pour une tension de bus de 750 V.
Deux expérimentations sont nécessaires pour valider l’efficacité de la protection et la
résistance de l’IGBT aux court-circuits. Une première qui correspond à une liaison de
33/76
court-circuit «courte» (environ 30 cm), et une seconde qui met en œuvre un court-circuit
«long» (environ 2 m). Bien que cet aspect ne semble pas particulièrement déterminant,
chacune de ces longueurs fait correspondre un certain type de court-circuit et un
comportement différent de l’IGBT. Nous distinguons donc les deux types suivants :
•
•
Type 1 (liaison courte) : le défaut est déjà présent lors de la mise en conduction
du court-circuit.
Type 2 (liaison longue) : le défaut apparaît durant la phase de conduction de
l’IGBT.
Les comportements de la tension Vce et du courant de court-circuit sont représentés cidessous (figure 17).
FIGURE 17 : EVOLUTION DE VCE ET ICC LORS DE COURT-CIRCUIT DE TYPES 1 ET 2
Type 1 : Lors de la mise en conduction de l’IGBT, l’inductance relativement faible du
câble court permet une augmentation très rapide du courant de court-circuit à travers
l’IGBT. Contrairement à une commutation « classique », l’évolution de la tension Vce
montre que l’IGBT n’entre à aucun moment réellement en conduction (Vce élevée) ;
celle-ci se met ensuite à croître pour atteindre finalement la tension du bus. Puis, la
progression du court-circuit est stoppée par la désaturation de l’IGBT (une surtension
peut d’ailleurs se produire). La tenue de la tension par l’IGBT alors que celui-ci conduit
le courant a pour effet de supprimer peu à peu la différence de potentiel appliquée aux
bornes du court-circuit, réduisant ainsi l’accroissement du courant.
Il s’agit d’un mode de fonctionnement particulièrement stressant pour l’IGBT d’un
point de vue thermique car il y a alors coexistence de la tension de bus et du courant de
court-circuit, soit une puissance dissipée très importante. Une fois le court-circuit
«privé» de tension, le courant entre dans une phase de décroissance jusqu’au moment où
le temps d’inhibition de la protection Vcesat se termine : le seuil est alors largement
dépassé, permettant l’ouverture de l’IGBT en mode Soft Turn-Off. La coupure du
courant engendre alors une surtension entre le collecteur et l’émetteur de l’IGBT ; la
diode se met à conduire le courant de défaut jusqu’à son extinction.
34/76
Type 2 : l’inductance plus importante du câble long a pour effet de réduire la vitesse de
croissance du courant de l’IGBT. Ainsi, la tension Vce décroît jusqu’à atteindre une
valeur «normale» de quelques Volts. Le courant poursuit ensuite son accroissement
jusqu’au moment où l’inhibition de la détection Vcesat est levée. Si le seuil de la
protection est dépassé, l’IGBT est commandé à l’ouverture en Soft Turn-Off, faisant
apparaître une surtension entre le collecteur et l’émetteur.
ESSAIS DE PUISSANCE
ESSAIS A DEMI-PUISSANCE
Le but dans les essais à demi-puissance c’est de vérifier le bonne fonctionnement du
convertisseur lors la mise en puissance. On travaillera en conditions nominales (Uin =
750V et Ubus = 680 V), mais on commencera avec une puissance de seulement 40 kW
(Pn = 80kW).
ANALYSE DE LA REPARTITION DU COURANT
Primairement, on devra vérifier la répartition correcte du courant entre les deux
inductances et entre les capacités de découplage. C’est très important car on
commandera le hacheur en boucle ouverte avec la carte Gecco (impossibilité de
commande en boucle fermé sans tout l’ensemble du convertisseur CITADIS), c’est-àdire, que s’il y a quelque problème avec la répartition du courant la carte Gecco ne fera
rien pour le corriger.
En plus, l’ancien prototype du hacheur avait des problèmes avec la répartition du
courant entre les selfs et surtout entre les capacités due à la répartition mécanique des
éléments. Par conséquence, il faudra prendre une spéciale attention particulière à cet
aspect.
RECHERCHE POINT DE SEUIL MODE CONTINU/DISCONTINU
Le hacheur peut travailler en deux modes différents, mode conduction continue et mode
conduction discontinue.
35/76
Quand un convertisseur Buck travaille en mode de conduction continue, le courant
IL traversant l'inductance ne s'annule jamais. La figure 18 montre les formes d'ondes du
courant et de la tension dans le hacheur en mode continu.
FIGURE 18 : EVOLUTION DES GRANDEURS LORS DU MODE CONDUCTION CONTINU
Où l’accroissement du courant IL est donné par :
7
Avec :
!A7
→ ∆A7
!#
7
21B D0
%
E
F
D0
E
2
21B
/F>
21B
D0
Par contre, dans certains cas, la quantité d'énergie demandée par la charge est assez
faible pour être transférée dans un temps plus court qu'une période de commutation,
c’est-à-dire ∆IL > Imoyen (Imoyen dépend de la charge mais ∆IL est indépendant de la
charge) c’est-à-dire le courant traversant l'inducteur s'annule pendant une partie de la
période et l'inductance est complètement déchargée en début de cycle (figure 19).
36/76
FIGURE 19 : EVOLUTION DES GRANDEURS LORS DU MODE CONDUCTION DISCONTINU
La différence entre les modes de conduction continue et discontinue comporte un
changement de la dynamique du convertisseur et de la forme de contrôle de la tension
de sortie.
Pour trouver la tension de sortie en mode discontinu, on doit faire la balance de tension
aux bornes de l’inductance (1) (figure 20) et la balance de la charge de la capacité (2)
(figure 21).
FIGURE 20 : EVOLUTION DE LA TENSION BORNES INDUCTANCE
FIGURE 21 : EVOLUTION DU COURANT CONDENSATEUR
37/76
G
21B
21B
D0
F>
%F ' H/%
2
Et finalement on obtient l’équation suivant :
21B
Avec : J
.K
7
F
%1/
F'H
D0
D0 E 21B /%2/
2
1 ' I1 '
4J
F
Finalement, on doit noter que, étant donné qu’on va commander le hacheur en boucle
ouvert, la régulation du convertisseur en mode discontinu n’est pas évidente, on va
utiliser l’outil de calcul disponible chez ADENEO, pour calculer les différents points de
fonctionnement où nous allons travailler (Annexe 6).
MESURE DU COURANT DES CONDENSATEURS SNUBBER
L’objectif de cet essai est de déterminer le produit Ieff².t [A².s] des capacités DC. Ce
paramètre, difficilement anticipable théoriquement, est déterminant lors de la
conception d’un convertisseur. Il permet d’arriver à savoir la valeur du courant efficace
qui circule à l’intérieur des condensateurs DC à partir de la fréquence de découpage
choisie.
Il s’agit également de vérifier la répartition du courant dans les différentes capacités du
bus; il se peut en effet que des dissymétries existent entre les différents condensateurs
suivant leur position physique sur le bus-barre. De plus, la mesure du courant efficace et
des valeurs maximales atteintes par le courant permet de vérifier si ces grandeurs sont
admissibles par les capacités utilisées sur les modules actuels.
PRINCIPE DE L’ESSAI :
La figure 22 montre l’évolution du courant (en vert) dans une capacité snubber. Ce
comportement oscillatoire apparaît lors des commutations des IGBT’s, qui ont pour
effet d’exciter la cellule LC formée par l’association des inductances de maille et de la
capacité snubber. La paire d’oscillations à gauche résulte de la commutation d’un IGBT
38/76
du bras de pont associé à la capacité instrumentée, autrement dit la plus proche ; la paire
à droite correspond à la commutation d’un IGBT d’un bras de pont « distant ».
FIGURE 22 : ALLURE DU COURANT DANS UNE CAPACITE SNUBBER (I S NUBBER EN VERT,
I LIGNE EN ROSE ET V CE EN JAUNE)
Pour effectuer la mesure de tels signaux, deux approches sont menées : une approche
locale et une approche globale.
Dans le cas de l’approche locale, nous déterminons le produit Ieff².t sur une période de
découpage. Sur le relevé ci-dessus apparaissent à gauche les deux commutations ayant
lieu au cours d’une période. A partir de la définition de la valeur efficace, nous pouvons
déterminer le produit Ieff².t sur cette période particulière.
A3LL ²
>
N
KTU
V
AO². !#
QN AO². !# ' N AO². !#S
R
R
WA
3LL ²
> 'A
3LL ²
>X
Où T1 et T2 sont les durées d’oscillations renseignées sur la figure 22 ; I1eff et I2eff sont
respectivement les valeurs efficaces du courant déterminées (via les fonctions de mesure
d’un oscilloscope) sur ces durées T1 et T2
Cette méthode permet de déterminer le produit Ieff².t dans le cas d’une ouverture et
d’une fermeture de l’IGBT sous un courant donné. Il est alors possible d’en déduire son
évolution en fonction de la valeur du courant commuté. L’analyse de ces données nous
permettra de procéder éventuellement à certaines extrapolations en vue de déterminer le
produit Ieff².t pour des niveaux de courant supérieurs. Par ailleurs, il est également
important d’observer les effets d’un couple de commutation d’un IGBT donné sur les
courants des capacités DC associées a l’autre bras. Ces « échos » doivent être pris en
compte pour le dimensionnement.
Pour appliquer cette méthode, un seul point de fonctionnement du hacheur est
nécessaire, car cette dernière s’appuie sur l’étude d’une commutation ; il nous est donc
possible de choisir celle qui engage le niveau de courant désiré. Nous choisissons donc
de délivrer la puissance nominale du convertisseur.
39/76
PRISE EN COMPTE DE L’OFFSET :
La présence d’offsets introduites par les différents appareils de mesure peut engendrer
une erreur d’estimation du produit Ieff².t. Une mesure du courant moyen sur chaque
phase d’oscillation est nécessaire afin de prendre en compte cet offset lors du calcul.
L’expression du produit Ieff².t devient :
I eff ².t = (I eff1 ² − I moy1 ²)× t1 + (I eff 2 ² − I moy2 ²)× t2
Où Ieff1 et Ieff2 sont les valeurs efficaces calculées sur leur durée d’oscillation respective
lors des commutations, t1 et t2 les durées des oscillations lors de la fermeture et de
l’ouverture et Imoy1 et Imoy2 sont les courants moyens mesurés sur les périodes t1 et t2.
Par opposition à l’approche locale qui consiste à observer l’évolution du courant au
cours d’une période de découpage, la méthode globale repose sur une analyse du
courant au cours d’une période du fondamental. Cette dernière méthode présente
l’avantage de ne pas avoir à considérer uniquement le cas le plus défavorable (cas de
l’approche locale) et prend en compte les échos engendrés par les commutations des
autres IGBT’s. En contrepartie, la durée d’observation étant relativement grande,
l’estimation des grandeurs peut être entachée d’erreurs dues à la profondeur limitée de
la mémoire de l’appareil.
En différence de l’approche locale, l’étude de l’évolution du courant efficace s’effectue
en considérant plusieurs points de fonctionnement de l’onduleur ; nous choisissons
50%, 75% et 100% de la puissance nominale.
ESSAI THERMIQUE A DEMI-PUISSANCE
PRINCIPES DE L’ESSAI THERMIQUE
Cet essai a pour but de valider la conception et le dimensionnement thermique du
hacheur. Primairement, on fera l’essai à demi-puissance (40 kW) avec le mode de
conduction continue et discontinue, pour vérifier qu’il m’y a aucun problème avec le
fonctionnement du convertisseur.
Le point de fonctionnement sera le point nominal Uin = 750V et Ubus=680V (point 1 et
2, Annexe 6), et on réglera la résistance de la charge pour obtenir la puissance désirée.
La procédure de cette expérimentation est relativement simple. Elle consiste à relever
les températures en différentes localisations du convertisseur. Nous nous intéressons
plus particulièrement à l’échauffement du dissipateur directement sous la semelle des
40/76
modules IGBT, ainsi qu’à leur périphérie. De plus, nous procédons également à
l’observation de la température à l’entrée et à la sortie du flux d’air (figure 23).
On relèvera l’échauffement des différents points des inductances et des condensateurs
de découpage.
FIGURE 23 : SCHEMA SYSTEME DE REFROIDISSEMENT
Des points de mesure seront distribués sur les surfaces d’écoulement en amont et en
aval du dissipateur. Ces informations sont particulièrement utiles, notamment afin de
déterminer la résistance thermique du radiateur (abordée dans la suite). De plus, elles
nous permettront d’estimer l’efficacité du refroidissement du dispositif monté en aval
du convertisseur étudié sur le conduit d’air.
Les différentes mesures de température seront prises avec des thermocouples et relevés
avec un data logger.
Le thermocouple est une des plus simples de l'ensemble des capteurs. Il se compose de
deux fils de métaux différents joints à proximité du point de mesure. La sortie est une
petite tension mesurée entre les deux fils.
FIGURE 24 : SCHEMA FONCTIONNEMENT THERMOCOUPLE
Un circuit de thermocouple comporte au moins deux jonctions: la jonction de mesure et
une jonction de référence. Normalement, la jonction de référence est créée lors la
41/76
connexion des câbles au dispositif de mesure. Cette seconde jonction est en fait deux
jonctions: un pour chacun des deux fils, mais parce qu'ils sont supposés être à la même
température (isotherme) ils sont considérés comme une seule jonction.
La tension de sortie est liée à la différence de température entre la mesure et les
jonctions de référence. Ce phénomène est connu est que l'effet Seebeck. L'effet Seebeck
génère une faible tension sur la longueur d'un fil, proportionnel au gradient de
température. Si le circuit est de fil d'un matériau identique, alors ils génèrent des
tensions Seebeck identiques mais opposées qui se vont annuler. Mais si les métaux de
fil sont différents, les tensions Seebeck seront différents et on les pourra relever une
différence de potentiel.
De fait, la tension Seebeck est constituée de deux composantes: la tension Peltier
générée au niveau des jonctions et proportionnelle à la température de chaque jonction,
ainsi que la tension Thomson qui est proportionnelle au carré de la différence de
température entre les deux jonctions. Il est la tension Thomson qui représente la partie
la plus grande de la tension observée et de la non-linéarité dans la réponse
thermocouple.
Chaque type thermocouple a sa courbe caractéristique de tension de Seebeck. La courbe
dépend des métaux, de leur pureté, de leur homogénéité et de leur structure cristalline.
Dans le notre cas, nous allons utiliser le thermocouple de type K (chrome-aluminium).
Ce thermocouple est le thermocouple à usage générale le plus courante avec une
sensibilité d'environ 41 mV/°C. Il est peu couteux, et il peut travailler dans une plage de
températures d’entre -200 et 1300 °C.
VERIFICATION DE LA FIABILITE DE LA METHODE DE MESURE :
Les résultats obtenus de l’application de la méthode de détermination de la température
de jonction des IGBT sont confrontés à ceux obtenus à partir de l’outil de simulation
d’ADENEO. Cet outil calcule à partir des caractéristiques des éléments qui composent
le hacheur la puissance dissipée pour les modules IGBT’s, et pour l’ensemble du
hacheur.
Une fois les pertes identifiées pour chaque point de fonctionnement, il est possible de
déterminer différents paramètres thermiques, notamment la résistance thermique
associée à chaque réglage de débit. Celle-ci s’obtient à partir de la température du
dissipateur mesurée sous les semelles des IGBT’s. Une première approche consiste à
caractériser la résistance thermique globale du dissipateur, c'est-à-dire celle faisant
42/76
intervenir la puissance dissipée par les 2 modules IGBT. Elle se définit de la manière
suivante :
#YZ[R\R
>Z E >[
R\R
Où Th correspond à la moyenne des températures du dissipateur mesurées sous chaque
module IGBT, Ta désigne la température ambiante (température de l’air en aval du
dissipateur), et Ptot, la puissance totale dissipée par les modules IGBT.
FIGURE 25 : MODELE THERMIQUE DES MODULES IGBT
ESSAI THERMIQUE A PLEINE PUISSANCE
Ce dernier essai a pour but la validation finale du dimensionnement thermique pour une
certaine puissance. L’objectif sera de valider le hacheur la puissance nominale pour
laquelle il a été conçu, et rechercher les limites au-delà de cette puissance 90kW et
100kW.
Malheureusement, on ne dispose pas d’une charge capable de dissiper une puissance de
90-100 kW avec une résistance suffisamment basse comme pour travailler en conditions
nominales.
Finalement, on a opté pour l’utilisation seulement la moitié du hacheur, c’est à dire,
qu’on va commander seulement un bras avec la moitié de la puissance. Avec cette
méthode, on pourra réaliser l’essai avec la charge disponible et on pourra relever les
températures de la partie qui chauffe du hacheur.
On devra faire attention à tous les éléments pour vérifier qu’ils ne dépassent pas leur
température maximale.
43/76
Les différentes températures maximales sont décrites dans le tableau 2.
Il faut prendre en compte le fait, qu’après le hacheur devra travailler confiné dans un
coffre avec d’autres convertisseurs de puissance, et que la température d’air extérieure
du coffre sera d’environ 50ºC.
Alors, on devra faire une correction de la température ambiante sur les températures
maximales obtenues avec laquelle nous ferons l’essai. On appliquera l’expression
suivante :
>][^
>_`a 4écédé ' %50 E >[]2 /
Avec Tamb = température ambiant de l’essai.
Dans le tableau ci-dessous on peut voir les températures maximales de chaque élément.
Elément
T max (Cº)
IGBT
90
Cuivre inductance
180
Fer inductance
120
Condensateurs
90
Résistance de décharge
90
TABLEAU 2 : TMAX DES ELEMENTS DU HACHEUR
44/76
ANALYSE DES RESULTATS
Cette partie présente les résultats obtenus mais quelques formes d’ondes sont présentées
dans l’Annexe 7.
VERIFICATION DES COMMANDES DES IGBT’S
L’application du signal de commande de 5 kHz a permis de s’assurer que la totalité des
commandes était opérationnelle. Les niveaux de tension appliqués lors du blocage et de
la mise en conduction correspondent aux attentes avec des valeurs respectives d’environ
-7V et +15,1V. Les courants maximum observés sont inférieurs aux valeurs calculées,
mais leur similitude nous permet de valider le fonctionnement des commandes.
RESULTATS ATTENDUS
A][^
A][^
Imax ouverture/fermeture
ef\0 E ef\LL
e\0,\LL
h<i
h< .h
2.9j
RESULTATS OBTENUS
Vge ON (V)
Vge OFF (V)
Imax (A)
IGBT A
15.2
-7
3.1
IGBT B
15.3
-7.1
3.1
TABLEAU 3 : RESULTATS ESSAI VERIFICATION COMMANDES
45/76
MESURE DES SEUILS DE DETECTION VCESAT
Les seuils de protection apparaissent ont été satisfaisants. Nous remarquons notamment
que les résultats obtenus sont environ 3,4 V, qu’est la valeur prévue par le constructeur
(Annexe 5).
TESTS MONO-COUP HT
Les surtensions présentées par les IGBT’s lors leurs fermetures et ouvertures sont
pleinement acceptables car on reste toujours très loin de la tension maximale que le
semi-conducteur est capable de supporter (1700 V) malgré qu’on prend comme à critère
qu’elles ne peuvent dépasser 300V.
Uin = 750 V
Uin = 1200 V
Critère
IGBT A ON
105 V
120 V
>300 V
IGBT B OFF
100 V
130 V
>300 V
TABLEAU 4 : SURTENSIONS ESSAI MONO-COUP HT
Les IGBT’s présentent aussi un courant de recouvrement qui est dans des paramètres
acceptables. Le courant le plus élevé c’est de Irr = 89 A, très loin de la valeur maximale
indiqué dans le datasheet du semi-conducteur Irrmax = 250 A.
Nous observons aussi qu’il n’y a aucune différence remarquable entre les IGBT A et B.
En ce qui concerne la mesure du di/dt, elle sera calculée à partir de la pente locale de la
courbe de courant en fonction du temps avec l’aide d’un oscilloscope.
A partir de la mesure du di/dt et la surtension relevée précédemment, on peut calculer
l’inductance de boucle, qui doit être environ 60 nH, à partir de la suivant expression :
-
!
!A$
!#
120
1.95j/l
67lm
67 nH, qui sont très proche du 60 nH prévues.
Finalement, on peut valider la configuration du driver, car la totalité des commutations
effectuées a présenté des tensions Vce admissibles par les IGBT’s.
46/76
ESSAI DE COURT-CIRCUIT
Les essais de court-circuit effectués se sont tous avérés concluants, quel que soit la
longueur de la liaison ou les conditions de température. Les durées de conduction
observées sont inférieures à 10µs, et aucune casse n’est à signaler. Le signal de défaut
est généré correctement et le déclenchement en Soft Turn-Off effectif (surtensions
réduites).
En plus, le temps de masquage relevé est d’environ 3.3µs.
ESSAIS A PUISSANCE
GENERALITES THERMIQUES.
LES MODES DE TRANSFERT DE CHALEUR
Au niveau dissipateur, les différentes parties du hacheur ont une température qui
augmente et on doit dissiper cette énergie à travers le dissipateur.
Il existe plusieurs manières pour la chaleur d’échanger avec le milieu ambiant, tout
d’abord on va exposer les 3 modes principaux de transfert de chaleur :
•
Conduction : quand il existe un gradient de température au sein d’un matériau
•
Convection : quand on étudie les transferts entre une surface et un fluide. Elle
peut être forcée ou naturelle.
•
Rayonnement : quand deux surfaces à des températures différentes sont en vue
CONDUCTION
La conduction thermique est un mode de transfert thermique provoqué par contact
direct entre deux corps avec une différence de température entre les deux régions par
propagation à l’intérieur du même matériel. Le transfert d'énergie c’est toujours du
foyer chaud vers le foyer froid.
47/76
FIGURE 26 : SCHEMA DE CONDUCTION
Le flux de conduction est proportionnel au gradient de température:
n
!>
!p
Eo%>/
ANALOGIE ELECTRIQUE :
On peut faire une analogie électrique dans le cas particulier où la surface de contact
entre chaque matériau est constante (flux surfacique Φ constant) nous pouvons mettre
en parallèle les deux expressions :
E
> E>
A
f
r
oq
Nous pouvons mettre en parallèle d'une part la tension et la température, d'autre part
l'intensité et le flux thermique :
E
↔> E>
A↔r
On peut définir alors une résistance thermique, jouant dans le transfert de chaleur un
rôle comparable à la résistance électrique, où S est la surface du matériau et son
épaisseur. La résistance thermique Rthc est homogène à des K·W-1.
RZ+
48/76
f
oq
CONVECTION
La convection thermique est un transfert d'énergie entre un solide et un fluide (gaz ou
liquide). Dans le nôtre cas, c’est l’échange de chaleur entre le dissipateur et l’air soufflé
par le ventilateur.
On s'intéressera plus particulièrement au transfert thermique par convection entre un
fluide et une surface à températures différentes. On distingue 3 types de convection :
•
La convection forcée quand le débit est créé par un moyen extérieur (pompe,
hélice…)
•
La convection naturelle quand le débit est créé par une différence de densité
(créée par une différence de température)
•
La convection mixte quand les échanges par convection forcée et par convection
naturelle sont comparables.
FIGURE 27 : SCHEMA CONVECTION
On parle de plus de transfert de chaleur latent quand les échanges par convection se font
par condensation ou évaporation ; on a alors un changement de phase. Le flux par
convection est proportionnel à la différence de température entre la surface et le fluide
et son expression selon la loi de Newton est:
n
Y%>B E >t /
Le coefficient de proportionnalité h [W/(m²K)] est le coefficient d'échange par
convection. Il prend en compte tous les paramètres qui influencent les échanges par
convection et il dépend, en particulier, de ce qu'il se passe dans la couche limite ; il est
donc influencé par :
•
La géométrie de la surface
•
La nature du mouvement du fluide
•
La thermodynamique du fluide (les équations de transport)
49/76
RAYONNEMENT
Le rayonnement thermique c’est la transmission directe de la chaleur par radiation d’un
foyer chaud sur un foyer froid.
L'énergie du champ radiatif est transportée par les ondes électromagnétiques (ou, ce qui
est équivalent, par les photons). Alors que la conduction requiert la présence d'un
matériau, le rayonnement, lui, est plus efficace dans le vide.
FIGURE 28 : SCHEMA DE RADIATION
Le flux maximum [W/m²] émis par un corps à une température T [K] est donné par la
loi de Stephan - Boltzmann:
n
u
>
v
Où σ est la constante de Stephan – Boltzmann et vaut : 5.67*10 -8
émet cette énergie est appelé un corps noir.
w
]x : y
. Un corps qui
Le flux émis par un corps réel est moins élevé et vaut :
n
z
u
>
v
Où ε est une propriété radiative de la matière appelée l'émissivité. Elle est comprise
entre 0 et 1 et indique l'efficacité du transfert par rapport au corps noir.
Les 3 modes sont présents au cours du transfert de chaleur du hacheur :
• Conduction : il y a un gradient thermique entre les semi-conducteurs et le dissipateur.
• Convection : Le dissipateur est refroidi moyennant la convection force par le
ventilateur
• Rayonnement : Même s’il y a rayonnement d’énergie du dissipateur, cette énergie
dissipée n’est pas significative à côté de l’énergie dissipée par convection
50/76
MODELISATION THERMIQUE DES SEMI-CONDUCTEURS
La réduction des pertes par commutation et conduction dans les semi-conducteurs est
impérative dans ce contexte, notamment dans les diodes et des semi-conducteurs IGBT.
L’analyse des pertes dans un IGBT fréquemment utilisé dans une alimentation DC-DC
permet de mieux cerner les voies d’évolution.
Les pertes par effet Joule sont données per le produit de la chute de tension aux bornes
du semi-conducteur par le courant qui le traverse, sur une période du cycle de
fonctionnement.
Ces pertes peuvent être découpées en pertes par conduction et pertes par commutation,
c'est-à-dire :
#{#
O{l! ' O{|
Il existe plusieurs niveaux de précision dans la détermination des modèles thermiques.
Le niveau présenté ci-après permet d’être assez proche de la réalité, tout en utilisant des
calculs simples.
DIODE DE REDRESSEMENT
La diode est le composant le plus utilisé dans le domaine de l’électronique de puissance
et elle est présente dans tous les convertisseurs de puissance.
Comme on a commenté antérieurement, on peut découper les pertes, par pertes de
conduction et pertes par commutation. Les pertes par conduction seront calculées à
partir des paramètres suivants :
-
résistance Rt
-
tension Vto
Et calculé à partir de l’expression suivant :
+\0*
RV
A]\} '
R A3LL
Pour le calcul des pertes par commutation, on peut utiliser le paramètre Erec, qui nous
fournit l’énergie de recouvrement stockée dans la diode. Dans ces conditions les pertes
par commutation deviennent :
51/76
+\]
=
~43+
IGBT’S
A\LL
A0
21B
0
Dans le cas des IGBT’s, on va découper aussi les pertes entre pertes par conduction et
pertes par commutation
Si on a les paramètres R0 et V0, on peut appliquer la même expression que les diodes
par calculer les pertes par conduction :
+\0*
V
A]\} '
V A3LL
Par contre, il y a des fournisseurs qui donnent la courbe courant tension statiques en
fonction de la température de la tension Vge. Dans ce cas, il faut seulement multiplier la
tension par le courant.
+\]
=
%~\0
A\0
' ~\LL
A0
A\LL
/
A0
Dans le cas de les IGBT’s, les pertes par commutation sont très importantes. Le calcul
nécessite de connaître les valeurs de Eon et Eoff (paramètres donnés par le constructeur),
que sont l’énergie dissipé à l’ouverture et à la fermeture du composant en conditions
nominales.
Connaissant les contraintes électriques du montage, on peut approcher les pertes en
commutation par l’expression suivant :
BOITIER
Les fabricants des composants utilisent différents types de boîtiers. Leur fonction est
de :
•
•
•
permettre les connexions électriques de puissance et commande.
assurer un bon transfert de chaleur entre la puce et le dissipateur.
permettre le bon montage mécanique du composant.
Il existe deux types de boîtiers, les boîtiers conducteurs et les boîtiers isolés. Nous
allons étudier seulement le deuxième cas.
52/76
FIGURE 29 : IMAGE D'UN IGBT
Les boîtiers isolants s’appuient sur une surface plane (cuivre ou un alliage d’aluminium
et silicium (AlSiC)) sur lequel est plaqué un substrat recevant les différences jonctions.
Le dessus du boîtier est réservé aux connexions électriques.
Tous les modules doivent être fixés sur un dissipateur en respectant le couple de serrage
(5Nm), et en respectant l’épaisseur et la nature de la graisse thermique.
FIGURE 30 : SCHEMA BOITIER IGBT
ESSAI THERMIQUE A DEMI PUISSANCE
La répartition du courant entre les différents éléments du hacheur est complètement
équilibrée. À cause de la distribution des différents éléments dans le hacheur, il n’est
pas possible mettre une sonde de courant entre le bus HT et les condensateurs de
découplage.
53/76
Malgré tout on peut observer que le courant d’un condensateur est la moitié du courant
demandé par la charge à chaque instante, alors on peut en déduire que l’autre moitié est
fourni par l’autre condensateur, et que le courant est bien équilibré
En ce qui concerne le relevé des températures, comme était prévisible, aucun élément
n’à arrive a aucun température dangereuse, même avec la correction de la température
ambiante, et tous les éléments des deux bras, ont chauffé régulièrement (pas des
déséquilibres).
VERIFICATION DE L’HYPOTHESE DE TRAVAIL
Pour vérifier qu’on peut utiliser et extrapoler les résultats d’un bras, on va comparer les relèves
de le hacheur travaillant avec 2 bras à 40 kW avec le hacheur travaillant avec 1 bras à 40 kW.
Cet essais nous permettra confirmer ou infirmer la solution pour travailler avec la charge qu’on
a disponible.
Les résultats sont présentés dans les graphiques ci-dessous :
Ecart témperature selfs
70
60
50
T (ºC)
Cu 20 kW
40
Cu 40 kW
30
Fe 20 kW
20
Fe 40 kW
10
0
0
20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220
FIGURE 31 : ECART DES TEMPERATURES ENTRE DES SELFS
54/76
Ecarts IGBT's
70
60
T (ªC)
50
40
30
20
10
0
1 bras
2 bras
Título del eje
FIGURE 32 : ECART DES TEMPERATURES ENTRE DES IGBT'S
Les relèves qu’on a obtenues nous montrent que l’échauffement dans les selfs, tan en le
cuivre comme en le fer, c’est le même, et on peut valider l’hypothèse.
Par contre, l’échauffement des IGBT’s dans les cas qu’on travaille, avec 1 bras, c’est
moins contrainte que le cas qu’on travaille avec 2 bras, c’est-à-dire, que la température
finale est plus basse. Ce résultat c’est normal car on est en train d’utiliser un dissipateur
désigné pour travailler avec 2 bras, et la chaleur dissipé à travers du dissipateur per
conduction c’est plus important que dans le cas des inductances.
Autrement, l’écart entre les deux mesures c’est seulement d’un 5%. Pour corriger cet
écart, on va appliquer une marge de sécurité d’environ 10% pour pouvoir valider la
température des IGBT ‘s.
ESSAI THERMIQUE A PUISSANCE NOMINALE
Comme il a été commenté antérieurement, à cause de la limitation de puissance de la
charge, on a testé le hacheur avec un seul bras travaillant à la moitié de la puissance
désirée.
55/76
Mode continu
Mode discontinu
Elément
T max relevé
(Cº)
T max corrigé
(Cº)
T max relevé
(Cº)
T max corrigé
(Cº)
IGBT
46.1
75.7
45.7
73.7
Cuivre inductance
53.3
81.6
70
94.2
Fer inductance
47.7
76
64.5
88.7
Condensateurs
30.3
60.3
35.8
65.1
Résistance de
décharge
32.1
62.3
37.1
63.5
TABLEAU 5 : TMAX ESSAI THERMIQUE PUISSANCE NOMINALE
En ce qui concerne le relevé des températures, aucun élément n’arrive à aucune
température proche de la température limite de chaque composant, même avec la
correction des températures maximales par la température ambiante.
On doit noter que l’échauffement des éléments pendant la conduction discontinue est
plus fort que l’échauffement pendant le mode continu. Ce résultat est complétement
logique car, même si Imoy sur le bras est le même en mode continu et discontinu, le ∆I
et Ieff sont plus élevé dans le mode discontinu.
Les relevés des températures nous montrent que nous avons marge pour arriver à la
température maximale. Ce fait, nous permit être optimistes pour la continuation des
essais.
ESSAI THERMIQUE AU-DELA DE LA PUISSANCE NOMINALE
Finalement on a testé le hacheur avec un seul bras travaillant à la puissance de 40 kW et
45 kW en mode continu et discontinu et à 50 kW en mode continu mais à côté du point
de seuil (le point le plus contraint).
Les résultats obtenus sont présentés dans le tableau 6.
56/76
20 kW cont
40 kW cont
40 kW disc
45 kW cont
45 kW disc
50 kW cont
T IGBT (°C)
56,9
74
69,5
76,9
73,8
75,2
T Cond (°C)
51,9
59
59,8
58,3
63,5
64,4
T Cu (°C)
59,6
83,2
94,5
90,8
108,2
113,8
T Fer (°C)
58
77,6
89
83,5
100,8
104,8
∆T
1,4
3,5
3,3
4,5
3,9
4.6
TABLEAU 6 RESUME DES RESULTATS
En ce qui concerne l’évolution des températures selon chaque essai, on peut observer
comme, naturellement, si nous augmentons la puissance, la température maximale
obtenue augmente aussi.
Par contre, on peut observer aussi comme les conditions de conduction en mode continu
sont plus contraintes qu’en mode discontinu, fait qu’il faudra prendre en compte lors le
pilotage du hacheur
Température IGBT's
90
T (ºC)
80
70
20 kW cont
60
40 kW cont
50
40 kW disc
40
50 kW cont
30
45 kW disc
20
45 kW cont
10
0
0:00:00 0:37:30 1:15:00 1:52:30 2:30:00
FIGURE 33 : EVOLUTION TEMPERATURES IGBT'S
Par rapport à l’évolution des températures dans la self, on obtient des résultats dans la
même ligne que les essais antérieurs.
57/76
Les figures 34 et 35 nous montrent comme l’échauffement des éléments pendant la
conduction discontinue c’est plus forte que l’échauffement pendant le mode continue à
cause de la différence de courant entre les deux cas.
Températues cuivre
120
100
T (ºC)
20 kW cont
80
40 kW cont
60
40 kW disc
50 kW cont
40
45 kW disc
20
45 kW cont
0
0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300
FIGURE 34 : EVOLUTION TEMPERATURE CUIVRE
Températues cuivre
120
100
20 kW cont
T (ºC)
80
40 kW cont
40 kW disc
60
50 kW cont
40
45 kW disc
45 kW cont
20
0
0
30 60 90 120 150 180 210 240 270 300
FIGURE 35 : EVOLUTION TEMPERATURE FER
58/76
En ce qui concerne les études thermiques réalisés avant les essais, on doit noter qu’il y a
un écart d’environ un 20% entre les échauffements théoriques et les échauffements réels
(tableau 7), étant le calcul théorique le plus conservatif.
20 kW cont 40 kW cont
40 kW disc 45 kW cont
45 kW disc 50 kW cont
T mesuré
56,9
74
69,5
75,2
73,8
76,9
T attente
72,2
85,9
84
90,7
88,1
99,1
∆T %
21,2 %
13,9 %
17,3 %
17,1 %
16,2 %
22,4 %
TABLEAU 7 : COMPARAISON AVEC LES SIMULATIONS THERMIQUES
Les formes d’ondes théoriques données par l’outil de calcul (annexe 6), les simulations
réalisés avec le logiciel Psim (annexe 8) (Imoy, Ieff,, ∆I) ont donné le même résultat, un
résultat qui a été toujours très proche au résultat obtenu finalement.
Finalement, aucune élément à n’a arrivé à aucune température maximale, fait que nous
permit valider le hacheur pour la application que nous désirons.
59/76
CONCLUSIONS
TECHNIQUE
A ce jour, le plan de caractérisation du hacheur est entièrement rédigé. Il présente
l’ensemble des essais qui permet la caractérisation des aspects thermique et électrique
du convertisseur, ainsi que la totalité des équipements et informations nécessaires pour
appliquer la procédure. Cette dernière bénéficie également d’une description plus
détaillée dans les fiches de tests rédigées pour chacun des essais.
La phase de préparation a permis de définir, préparer et vérifier tous les équipements
qui seront utilisés lors des essais. Cette tâche a notamment conduit à la réalisation de
schémas et de nomenclatures destinés à faciliter la conduite d’essais de caractérisation à
l’avenir.
Enfin, à ce stade du projet, les essais mono-coup du hacheur ont été menés. Ils ont
notamment permis d’étudier plus en détail le comportement des grandeurs lors des
commutations, et en particulier les surtensions occasionnées lors du blocage des
IGBT’s. La conduite des autres essais a permis de vérifier la bonne configuration du
driver.
En ce qui concerne les essais thermiques, tous les essais ont été réalisés. Ces essais ont
montré le bon fonctionnement du hacheur dans les conditions nominales, tant pour la
répartition du courant, comme en l’échauffement des différents éléments qui composent
le hacheur, et ont montrés que le hacheur est capable de travailler à une puissance de
100 kW.
60/76
PERSONNELLE
Ce stage constitue ma première expérience longue du monde industriel et du métier
d’ingénieur. Il conclut notamment un parcours qui a – depuis longtemps – pris le
chemin de la conversion d’énergie et de l’électronique de puissance.
Nombreuses sont les raisons qui ont rendu ce projet de fin d’études particulièrement
enrichissant et varié. En effet, bien que j’ai eu l’opportunité de travailler dans une
entreprise en France, et j’ai eu l’opportunité de travailler dans un projet de recherche et
développement avec une forte dominante expérimentale où j’ai pu appliquer plusieurs
connaissances obtenues lors mes études.
On pourrait diviser le stage en trois parties bien distinctes :
La première a été dédiée à une étude préalable des spécifications et des méthodes de
dimensionnement des convertisseurs d’énergie. J’ai ainsi eu l’occasion d’appréhender
les multiples contraintes et aspects qui interviennent lors de la conception des
dispositifs, qu’ils soient d’ordre électrique, thermique, ou même acoustique. Par
ailleurs, ce stage ne s’est pas uniquement arrêté à l’étude des convertisseurs. En effet,
j’ai pu avoir un aperçu du système global (CVS) qui m’a permis de d’observer les
interactions de ces modules avec leur environnement d’opération.
La seconde partie a concerné l’établissement de la procédure de caractérisation. N’ayant
jamais été confronté à un tel exercice auparavant, j’ai remarqué que ce dernier exige
aussi bien des connaissances théoriques que pratiques. En effet, il implique de disposer
d’une bonne appréhension de différents aspects, que cela concerne l’ensemble des
tâches et outils nécessaires pour l’application de la procédure ou bien l’implantation des
équipements de mesure. Cette partie a également conduit à une recherche
bibliographique destinée à prendre connaissance des différentes méthodes existantes
pour acquérir certains paramètres ; cette recherche s’est révélée particulièrement
bénéfique.
Enfin, la dernière correspond à la période dédiée à la conduite des essais préalablement
définis. Ces expérimentations m’ont permis d’en savoir un peu plus sur le
fonctionnement des dispositifs, en particulier lors de la commutation des IGBT’s. Enfin,
cette phase se déroulant en autonomie, elle m’a permis d’accroître mes compétences
pratiques.
61/76
BIBLIOGRAPHIE
[1] Gilles Lafranchi, « Conception hacheur abaisseur », rapport interne ADENEO
(2011)
[2] Gilles Lafranchi, « Plan caractérisation hacheur abaisseur », rapport interne
ADENEO (2011)
Henri Foch, « Conversion continu-continu, hacheurs », technique de l’ingénieur
(1990), d3160.
[3]
[4] Laszlo Balogh, « Design and Application Guide for High Speed MOSFET Gate
Drive Circuits», Unitrode designs systems, (2001).
[5] Joachim Lamp, « IGBT Peak Voltage Measurement and Snubber Capacitor
Specification » Semikron application note (2008).
[6] E. Rodney, « Application guide snubber capacitors », CDE Cornell Dubilier
application note.
[7] V. Bolloju, J. Yang « Influence of Short Circuit conditions on IGBT Short circuit
current in motor drives », Infineon application note.
[8]R. W. Erickson « Fundamentals of Power Electronics, chapter 5: the
discontinuous conduction mode », Chapman and Hall (1997).
[9]Abhijit D. Pathak «MOSFET/IGBT DRIVERS THEORY AND APPLICATIONS» IXYS
Application Note (2002).
[10]http://www.capgo.com/Resources/Temperature/Thermocouple/Thermocou
ple.html
[11] François Bernot « Hacheurs : filtres, commutations et commande », technique
de l’ingénieur (2002, e3965.
[12] Lluis Bonals, « Transeferència de calor», CPDA ETSEIB (2005)
[13] Oriol Boix, « Tecnología eléctrica», Editorial técnica, 2ème édition (2009)
62/76
ANNEXES
ANNEXE 1. PLAN CHAINE PUISSANCE.
63/76
ANNEXE 2. IMAGES DU HACHEUR.
FIGURE 36 : IMAGE CAD DU HACHEUR
FIGURE 37 : PHOTOGRAPHIE DU HACHEUR
64/76
FIGURE 38 : PHOTOGRAPHIE DU HACHEUR
FIGURE 39 : PHOTOGRAPHIE SYSTEME DU SYSTEME DE VENTILATION
65/76
ANNEXE 3. CHARGE.
FIGURE 40 : SCHEMA INITIAL DE LA CHARGE
FIGURE 41 : SCHEMA FINAL DE LA CHARGE
FIGURE 42 : PHOTOGRAPHIE DE LA CHARGE
66/76
ANNEXE 4. SCHEMA CARTE TEST.
67/76
ANNEXE 5. DATASHEET IGBT.
68/76
69/76
70/76
ANNEXE 6. OUTIL CALCUL.
71/76
72/76
ANNEXE 7. QUELQUES GRAPHIQUES OBTENUS.
FIGURE 43 : IMAGE DU TEST DE VERIFICATION DE COMMANDE
FIGURE 44 : IMAGE DU TEST MONO-COUP HT
FIGURE 45 : IMAGE DU TEST COURT-CIRCUIT LONGUE
73/76
FIGURE 46 : REPARTITION DU COURANT MODE CONTINU
FIGURE 47 : REPARTITION DU COURANT MODE DISCONTINU
FIGURE 48 : IMAGE DU ESSAI THERMIQUE
74/76
ANNEXE 8. IMAGES DES SIMULATIONS.
FIGURE 49 : SCHEMA DU MODELE PSIM
FIGURE 50 : RESULTATS DU SIMULATION MODE CONTINU
75/76
FIGURE 51 : RESULTATS SIMULATION MODE DISCONTINU
76/76